極薄鋼板高效氣淬技術(shù)開(kāi)發(fā)與應(yīng)用

曳彥奇， 付天亮， 王昭東， 劉光浩， 蘇 琳

（東北大學(xué) 軋制技術(shù)及連軋自動(dòng)化國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 沈陽(yáng) 110819）

氣冷淬火是將壓縮空氣從圓孔或者狹縫型噴嘴噴射到金屬表面進(jìn)行冷卻的一種熱處理方式［1］.在鋼板傳統(tǒng)的水淬過(guò)程中，由于水會(huì)發(fā)生物態(tài)變化，在鋼板表面產(chǎn)生蒸汽膜，導(dǎo)致各位置在冷卻過(guò)程中冷卻速度不均，熱應(yīng)力變大，薄鋼板會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重的板形問(wèn)題［2］.而氣體介質(zhì)淬火因不會(huì)出現(xiàn)物態(tài)變化，鋼板換熱均勻，熱應(yīng)力較小，在處理淬火過(guò)程中薄鋼板的板形問(wèn)題上具有很大的優(yōu)勢(shì)［3］.

在冷軋帶鋼連續(xù)退火的生產(chǎn)過(guò)程中，已使用氣體作為冷卻介質(zhì).冷保護(hù)氣噴射到移動(dòng)帶鋼上使其快速冷卻，可獲得馬氏體或貝氏體組織的高強(qiáng)鋼［4］.但所使用的氣體為一般為氫氣和氮?dú)?，危險(xiǎn)性高，無(wú)法應(yīng)用在現(xiàn)有的連續(xù)淬火生產(chǎn)線(xiàn).Cademartori 等［5］將狹縫氣冷CFD 模型應(yīng)用在實(shí)際鍍鋅生產(chǎn)線(xiàn)上，并與現(xiàn)有圓形噴嘴的氣冷效果進(jìn)行了比較，發(fā)現(xiàn)狹縫噴嘴在鋼板橫向溫度分布上比圓形噴嘴更均勻，有更大的板形調(diào)控優(yōu)勢(shì).Buchlin 等［6］對(duì)由直縫和斜縫噴嘴組成的多射流系統(tǒng)中的穩(wěn)態(tài)對(duì)流換熱系數(shù)分布進(jìn)行了試驗(yàn)和模擬研究，為帶鋼快速冷卻提供了技術(shù)參考.Pawar等［7］運(yùn)用數(shù)值模擬對(duì)穩(wěn)態(tài)下傾斜狹縫射流沖擊移動(dòng)熱表面的換熱過(guò)程進(jìn)行研究，指出在較小的沖擊角下，板速度的變化對(duì)換熱的影響較大.Koseoglu 等［8］對(duì)9 種射流噴嘴的幾何形狀進(jìn)行了模擬，發(fā)現(xiàn)在相同的質(zhì)量流量下，由于射流出口速度的降低，傳熱速率隨著矩形射流橫截面面積的增加而下降.上述文獻(xiàn)中的氣冷模擬大多針對(duì)穩(wěn)態(tài)的換熱過(guò)程及換熱系數(shù)分布，可為氣冷噴嘴類(lèi)型選擇、沖擊角度調(diào)整、狹縫寬度設(shè)定等方面提供參考，但對(duì)實(shí)際的移動(dòng)鋼板冷卻這種瞬態(tài)換熱過(guò)程的研究較少.邢改蘭等［9］采用實(shí)驗(yàn)方法，運(yùn)用多排狹縫噴嘴研究了鋁板的穩(wěn)態(tài)沖擊射流換熱過(guò)程，獲得了平均努塞爾數(shù)Nu與射流雷諾數(shù)Re、無(wú)量綱噴嘴間距Xn／S的準(zhǔn)則關(guān)系式.可該研究同樣也只是針對(duì)穩(wěn)態(tài)換熱過(guò)程，并沒(méi)有研究溫降過(guò)程.董承智等［1］使用數(shù)值模擬與試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法，對(duì)靜態(tài)薄鋼板氣體射流的控冷結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，確定了單均風(fēng)板氣體射流的控冷結(jié)構(gòu)可滿(mǎn)足薄鋼板淬火的冷卻速度需求，且具有良好冷卻均勻性，但并沒(méi)有對(duì)該設(shè)備淬火后的鋼板組織性能及板形進(jìn)行檢測(cè).

本文中運(yùn)用數(shù)值模擬技術(shù)，以常溫空氣為冷卻介質(zhì)，對(duì)薄鋼板狹縫氣冷的溫降過(guò)程進(jìn)行研究.基于鋼板狹縫氣冷設(shè)備的基本結(jié)構(gòu)，探究雷諾數(shù)Re、無(wú)量綱高度H／D（H為狹縫高度；D為狹縫寬度）和鋼板移動(dòng)速度v對(duì)氣冷淬火過(guò)程的影響，以此獲得氣冷淬火過(guò)程的關(guān)鍵參數(shù)，并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，為開(kāi)發(fā)新一代氣體淬火的設(shè)備和工藝提供參考依據(jù).

1 氣淬過(guò)程數(shù)值模擬

本文中以200 mm×150 mm×2 mm（長(zhǎng)×寬×厚）的NM400 鋼板作為研究對(duì)象，鋼板的物性參數(shù)如表1 所列.

表1 NM400 鋼的熱物性參數(shù)Table 1 Thermophysical parameters of the NM400 steel

建立二維氣冷模型，狹縫噴嘴寬度0.5 mm，空氣溫度20 ℃，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k?ε模型［10］，壁面模型采用標(biāo)準(zhǔn)壁面模型，輻射模型選用DO模型.由于剛出加熱爐的鋼板表層具有一層致密氧化鐵皮，因此第一道次鋼板的輻射率設(shè)為0.82［11］.經(jīng)過(guò)第一道次氣冷后，氧化鐵皮被打碎，鋼板表面僅剩一層薄氧化層，此時(shí)輻射率設(shè)為0.41.為達(dá)到動(dòng)態(tài)冷卻的目的，對(duì)鋼板所在固體域設(shè)置動(dòng)網(wǎng)格參數(shù).第一道次鋼板頭部距離出風(fēng)口140 mm，隨后鋼板于狹縫噴嘴下方作往復(fù)運(yùn)動(dòng)，每次移動(dòng)的距離為250 mm.在鋼板中部表面位置設(shè)立監(jiān)測(cè)點(diǎn)，充當(dāng)實(shí)驗(yàn)中熱電偶的作用，記錄溫降值.在實(shí)際淬火過(guò)程中鋼板可能會(huì)發(fā)生震動(dòng)，故噴嘴高度不宜過(guò)低，本次模擬最低高度為23 mm.狹縫氣冷模型如圖1 所示.

圖1 狹縫氣冷模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of a slot air?jet cooling model

模擬求解使用半隱式壓力速度耦合算法SIMPLE［12］，擴(kuò)散與對(duì)流項(xiàng)選用二階迎風(fēng)格式［13］.在鋼板初始溫度為900 ℃時(shí)，分別設(shè)置不同的射流雷諾數(shù)Re、無(wú)量綱噴嘴高度H／D和鋼板的移動(dòng)速度v，研究三種參數(shù)對(duì)氣冷過(guò)程溫降的影響.

2 模擬結(jié)果分析

預(yù)設(shè)H／D＝46，v＝0.05 m／s，對(duì)Re＝15 185，10 591，5 992 的溫降過(guò)程進(jìn)行分析.由圖2（a）可知，3 種射流雷諾數(shù)下氣冷三道次的平均冷卻速度分別為39.1，33.9，27.3 ℃／s，鋼板的動(dòng)態(tài)冷卻速度與射流雷諾數(shù)成正比，與文獻(xiàn)［9］［10］［14］中的結(jié)果一致.其原因是隨著雷諾數(shù)的增加，到達(dá)鋼板表面的射流速度增大，沖擊點(diǎn)的壓力升高，這使得鋼板表面的對(duì)流換熱系數(shù)增大，冷卻速度也隨之增加.

預(yù)設(shè)Re＝15 185，v＝0.05 m／s，對(duì)H／D＝46，206，306 的溫降過(guò)程進(jìn)行分析.由圖2（b）可知，3種高度下氣冷三道次的平均冷卻速度分別為39.1，35.8，34.2 ℃／s，動(dòng)態(tài)冷卻速度與無(wú)量綱高度成反比，與文獻(xiàn)［14］［15］中的結(jié)果一致.這是因?yàn)殡S著噴嘴高度的增加，射流氣體到達(dá)鋼板表面的速度降低，壓力下降，導(dǎo)致對(duì)流換熱系數(shù)減小，冷卻速度降低.但從冷卻曲線(xiàn)上可看到，在初始位置至狹縫噴嘴下方的時(shí)間段內(nèi)，H／D＝206，306 的冷卻速度大于H／D＝46 的.針對(duì)此現(xiàn)象，選取3 種高度下初始位置至狹縫噴嘴下方時(shí)間段內(nèi)的某一時(shí)間點(diǎn)，觀察流速為0 ～100 m／s 的流場(chǎng)分布，如圖3 所示.從圖中可以看出，H／D＝206，306的噴嘴高度較高，射流充分發(fā)展，當(dāng)上下兩股射流氣體相遇時(shí)豎直方向速度減小，水平方向速度增大，擴(kuò)展為一個(gè)預(yù)冷區(qū)，這使得鋼板未到達(dá)噴嘴下方就進(jìn)行了預(yù)冷；而當(dāng)H／D＝46 時(shí)，噴嘴高度較低，上下射流未充分?jǐn)U展，但射流速度仍較大，當(dāng)相遇時(shí)豎直速度發(fā)生偏移，水平方向上卻未出現(xiàn)其他兩種情況的大范圍預(yù)冷區(qū)，因此在這一階段H／D＝46 的冷卻速度小于其他兩種情況.

圖3 不同H／D 下的流場(chǎng)示意圖Fig.3 Schematic diagram of flow fields at different H／D

預(yù)設(shè)Re＝15 185，H／D＝46，對(duì)v＝0.1，0.05，0.025 m／s 的溫降過(guò)程進(jìn)行分析.由圖2（c）可知，隨著移動(dòng)速度的提高，鋼板頭部由起始位置至噴嘴下方的時(shí)間縮短，開(kāi)冷溫度隨之提高，冷卻曲線(xiàn)左移，冷卻速度增加，與文獻(xiàn)［16］中的結(jié)果一致.移動(dòng)速度的提高會(huì)使鋼板冷卻到同一溫度所需要的冷卻道次增多，即在實(shí)際鋼板連續(xù)生產(chǎn)過(guò)程中需要更多的冷卻設(shè)備、更大的投入，因此移動(dòng)速度應(yīng)根據(jù)生產(chǎn)需求和工藝條件進(jìn)行選取.在本文研究中，當(dāng)v＝0.05 m／s時(shí)，開(kāi)冷溫度適當(dāng)，冷卻速度較快，冷卻道次較少，此速度為本模型的最佳速度.

圖2 三種因素對(duì)溫降過(guò)程的影響Fig.2 The influence of the three factors on the cooling process

綜上所述，基于本文所建立的氣冷模型，選取Re＝15 185，H／D＝46，v＝0.05 m／s 為最佳工藝參數(shù).

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

狹縫氣冷設(shè)備如圖4 所示.室溫空氣經(jīng)排出壓力為0.8 MPa 的螺桿式空壓機(jī)進(jìn)入容積1 m3的儲(chǔ)氣罐，壓縮氣體流經(jīng)具有手閥、流量計(jì)和壓力表的管道，進(jìn)入上下兩個(gè)狹縫寬度為0.5 mm 的長(zhǎng)狹縫噴嘴.在狹縫噴嘴中部，設(shè)置可調(diào)節(jié)速度和位置的水平移動(dòng)平臺(tái).

圖4 狹縫氣冷設(shè)備示意圖Fig.4 Schematic diagram of the slot air?jet cooling equipment

根據(jù)上文數(shù)值模擬的研究，設(shè)置射流雷諾數(shù)為15 185，無(wú)量綱噴嘴高度為46，鋼板移動(dòng)速度為0.05 m／s.使用某廠提供的200 mm×150 mm×2 mm（長(zhǎng)×寬×厚）NM400 鋼板，尺寸與上文數(shù)值模擬中一致.在鋼板中部焊接電偶絲并連接溫度記錄儀，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)并記錄氣冷淬火過(guò)程鋼板的溫度，結(jié)果如圖5 所示.從圖中可以看出，模擬溫降與實(shí)驗(yàn)溫降基本符合.淬火溫度開(kāi)冷為820 ℃，高于本鋼種Ac3溫度.在320 ℃時(shí)，發(fā)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)鋼板溫度上升，原因是此時(shí)到達(dá)實(shí)驗(yàn)鋼的Ms點(diǎn)，開(kāi)始發(fā)生馬氏體相變，釋放了大量的相變潛熱.經(jīng)過(guò)三道次氣冷后，實(shí)驗(yàn)鋼板溫度為278 ℃，平均冷卻速度為35.9 ℃／s，超過(guò)常規(guī)NM400 臨界淬火冷卻速度［17-18］.這說(shuō)明在上述工藝條件下，可得到馬氏體組織，獲得性能合格的2 mm 厚NM400 鋼板.

圖5 實(shí)驗(yàn)溫降與模擬溫降對(duì)比Fig.5 Comparison of experimental cooling process and simulated cooling process

在實(shí)驗(yàn)鋼板電偶絲焊點(diǎn)附近，切取板狀拉伸試樣和金相試樣.采用WAW?1000 型電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，獲得鋼板的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率.由于鋼板較薄，測(cè)量布氏硬度產(chǎn)生的壓痕過(guò)大且準(zhǔn)確度較低，本文中使用KB3000BURZ?SA 型宏觀硬度計(jì)進(jìn)行維氏硬度測(cè)量（加載載荷為20 kg，加載時(shí)間為15 s），并根據(jù)《金屬材料硬度值的換算》（GB／T 33362—2016）中的方法換算為布氏硬度，與國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表2 所列.金相試樣經(jīng)研磨、拋光后，再使用體積分?jǐn)?shù)為4%的硝酸酒精溶液腐蝕，最后采用OLYMPUS BX53M 型正置式金相顯微鏡觀察其顯微組織，如圖6 所示.

表2 實(shí)驗(yàn)鋼板力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of the experimental steel plate

圖6 實(shí)驗(yàn)鋼板金相顯微組織Fig.6 Microstructures of the experimental steel

結(jié)合表2 和圖6 可知，實(shí)驗(yàn)鋼板的力學(xué)性能滿(mǎn)足《工程機(jī)械用高強(qiáng)度耐磨鋼板》 （GB／T 24186—2009）的要求，經(jīng)氣冷淬火后可得到馬氏體組織.同時(shí)，測(cè)量實(shí)驗(yàn)鋼板的不平度，并與傳統(tǒng)水淬進(jìn)行板形對(duì)比，結(jié)果如圖7 所示.由圖7 可明顯看出，氣冷淬火在板形控制方面有很大的優(yōu)勢(shì)，鋼板整板淬火不平度≤3 mm／m.

圖7 狹縫氣冷淬火與水冷淬火板形對(duì)比Fig.7 Comparison of the shape between slot air?jet quenching and water quenching

4 結(jié) 論

（1）在H／D＝46，v＝0.05 m／s，Re＝15 185，10 591，5 992的條件下，鋼板冷卻速度與射流雷諾數(shù)成正比；在Re＝15 185，v＝0.05 m／s，H／D＝46，206，306 的條件下，鋼板冷卻速度與無(wú)量綱高度成反比；在Re＝15185，H／D＝46，v＝0.1，0.05，0.025 m／s 的條件下，鋼板冷卻速度與鋼板移動(dòng)速度成正比.

（2）基于本文的氣冷模型，獲得實(shí)驗(yàn)條件下最佳氣淬工藝參數(shù)為Re＝15 185、H／D＝46、v＝0.05 m／s.經(jīng)工業(yè)測(cè)試，2 mm NM400 鋼板氣淬后的組織為馬氏體，其抗拉強(qiáng)度1 204 MPa、伸長(zhǎng)率10.0%、布氏硬度＞372，鋼板整板淬火不平度≤3 mm／m.